砌体墙片滑移和固结振动台试验对比研究

李英民 ，卜长明 ，夏洪流 ，刘凯 ，周华艳 ，祝飞水

(1. 重庆大学 土木工程学院，重庆，400045；2. 重庆大学 山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆，400045；3. 重庆科技学院 建筑工程学院，重庆，400045)

汶川地震中，村镇建筑震害严重，大量建筑物破坏和倒塌[1]。为了提高砌体结构的抗震能力，经济简易有效的抗震技术是主要抗震途径之一[2−3]，为此，针对广大村镇地区大量存在的中、低层砌体结构房屋，结合村镇经济、施工条件、技术水平，设计出一种新型的沥青−砂垫层简易消能减震技术方案，以满足在农村地区推广使用的要求。该思路是在建筑物上下地圈梁之间或砖墙和地圈梁之间铺设一定厚度、某种单一粒径或级配砂与沥青的混合物作为消能减震垫层，在地震作用时沥青−砂垫层发生塑性剪切变形，从而实现耗散基础传给上部结构的地震能量；通过隔断地震能量向上部结构的传递，对上部结构起到了减震作用[4]。通过大量数值模拟分析表明，该技术能够有效降低上部结构的地震反应。为了进一步验证该方法的实际减震效果，本文作者将从沥青砂材料制备和筛选出发，进而设计以沥青砂混合物作为摩擦滑移材料的砌体墙片和固结墙片振动台对比试验。

1 试验概况

1.1 沥青砂材料制备和筛选

本文设计了5组不同油石比的沥青砂配合比，砂选用标准砂，外加剂选用液压油(东莞市多堡隆润滑科技有限公司生产的“多堡隆 TOCAPALL”)，并选用水泥胶砂试块模具成型，长×宽×高为 160 mm×40 mm×40 mm，单个模具内所含沥青砂各材料质量如表1所示。

表1 标准砂配制的沥青砂浆试件中各成分Table 1 Component of asphaltic sand mortar kg

试件制备过程如下：(1) 将称量好的沥青油膏放到电磁炉里加热至熔融，在搅拌锅内与加热至60～100℃的标准砂进行拌合；(2) 将沥青砂填满模具后，将其放在振动台上振动密实；(3) 制备好试块后，将其放在室温内养护，3 d后取出模型。

(1) 试件1。试件1所用的沥青油膏量较多，油石比(质量比，下同)为 60%，没有掺加液压油作为外加剂，整个试块成型后，黏性较大。

(2) 试件2。试件2所用的沥青油膏量较少，油石比为30%。在试验过程中，发现沥青与砂粒不能较好地接触包裹在一起，故掺加了一种起过渡相的液压油作为外加剂。该外加剂可以稀释沥青，用量选用占标准砂质量的 5%。整个试块成型后，试块较松软，有较多的砂粒没有被沥青包裹，整个试块整体性较差。

(3) 试件3。试件3所用的沥青油膏量适中，油石比为45%。在试验过程中，同样添加了占标准砂质量的 5%的液压油作为外加剂。整个试块成型后，试块黏结性较好，强度较高，整个试块整体性也较好。

(4) 试件4。试件4所用的沥青油膏量适中，油石比为 45%。同样添加了占标准砂质量的 5%的液压油作为外加剂。在试验过程中，为进一步改善沥青砂试块的性能，尝试着掺加了占标准砂质量的10%的石粉和同样质量的水泥，发现整个拌合物较分散，整个试块成型后较松散，取模的时候整个试块就断裂为多个小块。试块黏结性差，强度弱，整个试块整体性不好。

(5) 试件5。试件5所用的沥青油膏量适中，油石比为 45%。同样添加了占标准砂质量的 5%的液压油作为外加剂。在试验过程中，为进一步改善沥青砂试块的性能，提高试块的强度，消除石粉强度差的影响，拌合物中只掺加了占标准砂质量的10%的水泥，水泥水化所需要的水，但由于水和作为外加剂的液压油互不相容，在成型密实的过程中大量水分溢出，试件成型后强度不但没有升高，反而由于水分和水泥的加入造成这个试块成型黏结性差，强度弱，整个试块整体性不好。

为进一步了解试件的相关特性，测定以上5组试件的摩擦因数和抗压强度，摩擦因数的测定方法为：将沥青砂铺设在水平桌面的混凝土平板上，在沥青砂上面压上有一定质量的混凝土小平板，然后在桌子边缘固定滑轮，滑轮系一绳索，一端拉住小平板，另一端拉住不断往里填砂的桶，当小平板开始滑动时，测定砂桶的质量及小平板的质量即可推算出摩擦因数。试验结果如表2所示。

表2 沥青砂各试件动力参数Table 2 Dynamic parameters of each specimen

由于缺少关于沥青砂作为摩擦滑移减震材料的相关研究结论，综合以上试验数据，本文选择相当成型、质料较好、测试强度较高的试件3配合比制作后期试验试件。

1.2 模型设计

振动台试验采用单片工字型砌体墙片模型。对于摩擦滑移结构模型，在墙体底部沿混凝土地圈梁铺一层厚约1 cm的沥青砂混合物作为滑移层。考虑振动台台面尺寸限制以及制作方便，模型按比例尺1:4缩小，如图1和2所示。模型相关参数如下。

(1) 模型砖尺寸：考虑到制作和施工的方便，将模型砖的长×宽×高选用60 mm×27 mm×22 mm，采用MU15的烧结黏土砖制作。

(2) 砌筑砂浆：按农村常用砌筑砂浆M2.5等级进行比例折减，配制 M1.0等级的低强度砂浆。砂浆实际强度按试块最终测定强度为准。

图1 基础滑移模型布置图(单位：mm)Fig.1 Arrangement diagram of base sliding model

图2 基础固结模型布置图(单位：mm)Fig.2 Arrangement diagram of base consolidation model

(3) 圈梁：采用混凝土圈梁，其截面宽×高均为60 mm×60 mm。混凝土等级为C20。地圈梁与沥青砂垫层接触表面平整，且具有足够的强度，保证模型吊装安全。

(4) 屋面：原型结构为120 mm厚的预制空心板。但考虑模型屋面添加配重时需要一块配重板，故将屋面板和配重板合二为一简化制作，整个配重板长×宽×高为1 100 mm×250 mm×100 mm。

(5) 滑移层：为了方便模型制作以及与振动台固定，滑移层直接制作在地板上(此时默认地板为下地圈梁)，预先考虑滑移结构的最大设计滑移位移为 75 mm，按此位移沿地圈梁尺寸四周扩大75 mm铺设沥青砂垫层滑移层，厚度约为10 mm。

1.3 相似关系

振动台试验所用的模型是根据原型结构按照比例尺1:4制作而成的，通常缩尺模型结构具有原型结构的全部或大部分特征。当模型和原型满足一定的相似条件时，就可以通过对模型的试验分析，了解原型结构的动力性能[5−11]。确定3个基本物理相似常数：SL，Sa和SE。其中，弹模相似常数SE根据模型结构实际计算出来的弹性模量与原结构的弹性模量相比求出。根据计算，模型结构属于欠人工质量模型，需要额外的增加相应的配重。试验主要相似关系见表3。注：Sl为长度相似常数；lm为模型长度；lp为原型长度；Sa为加速度相似常数；SE为弹性模量相似常数；Sσ为应力相似常数；Em为模型弹性模量；Ep为原型弹性模量；Sρ为密度相似常数；Sm为质量相似常数；Sk为刚度相似常数；ST为周期相似常数；Sc为阻尼相似常数。

表3 模型相似关系Table 3 Similarity relationship of test model

1.4 模型制作

模型制作在重庆交通科研设计院结构动力学国家重点试验室进行，具体过程如下：(1) 浇筑钢筋混凝土地梁：预制钢筋混凝土地圈梁，纵筋选用 4根 12号钢丝，箍筋选用16号钢丝，间距50 mm；(2) 铺制沥青砂滑移层，分2次压制，待每层压实后铺制上一次，滑移层总高度为15 mm；(3) 待沥青砂成型后放置地圈梁；(4) 砌筑上部墙体；(5) 浇注墙体上圈梁。上圈梁纵筋选用4根14号钢丝，箍筋选用18号钢丝，间距50 mm；(6) 在圈梁上部添加配重板和配重块，两者用环氧树脂胶结剂黏结。

2 试验方案

2.1 传感器布置

由于试验条件有限，2片墙体模型上共布置了 7个加速度传感器，其中，在顶部圈梁处布置了2个三向加速度计；振动台台面布置4个加速度传感器，以测量振动台实际地震加速度输出。加速度计和位移计布置分别如图3和图4所示，图中括号外数字表示顶部传感器编号，括号内数字表示底部传感器编号。

图3 加速度计平面布置Fig.3 Arrangement of accelerometer

图4 位移计平面布置Fig.4 Arrangement of displacement meter

2.2 地震波选用

本试验根据砌体结构刚度大、振动频率高、周期短，且破坏主要取决于地震动的幅值特性而与地震动的频谱特性关系不大的特点[12−13]，综合已有试验选波情况，参考文献[14−18]，此次试验按Ⅱ类场地选取2组天然波，并照规范要求采用三角级数法生成1组人工波(每组波包含水平和竖向共 3个分量)，波的幅值关系按规范确定为 1:0.85:0.65。试验中主要考虑模型进行Y方向单向地震输入时的结构反应情况，Y方向所用地震波相应参数见表 4。依据不同加载工况调整加速度峰值，并按相应的时间相似比压缩地震波持时。

表4 所选用地震波数字记录的原始参数Table 4 Original parameters of seismic digital records

2.3 加载方案

加载前对结构进行白噪声扫频，测定其自振频率。试验分别按照6度小震、6度中震、7度中震、7.5度中震、7度大震、7.5度大震及8度大震的顺序依次进行，共7个阶段。在不同水准地震波输入前后，对模型进行白噪声扫频，测量结构的自振频率、振型等动力特性参数。6度中震阶段后，为减小结构的损伤累计，只选用结构较为敏感的A-CVK天然波和H1人工波进行输入。在7度大震这个阶段时，发现墙片模型的平面外摆动的非常剧烈，为防止结构整体发生平面外倾覆，之后只对结构进行Y方向单向地震输入。

3 试验振动反应和破坏现象

加载前对结构进行白噪声扫频，测定其自振频率。试验加速度从峰值0.018g(6度多遇地震)开始输入，共进行了 43个工况。当台面输入初始地震动峰值较小时，结构与台面运动基本一致，固结结构和滑移结构整体都表现为刚体运动，但整体位移较小；当台面输入达7度中震时，墙片出现轻微振动，但2个墙片模型表面都未发现可见裂缝，说明模型结构仍基本处于弹性工作阶段。对于滑移墙片模型，其顶部在平面外开始有较为明显的晃动，平面内基本无相对运动，在此后工况中，模型振动反应及破坏现象如下。

(1) 7.5度中震阶段。在7.5度中震输入下，2个墙片模型仍未见明显可见裂缝，从动力特性测试结果看，固结和滑移墙模型Y向基本自振周期分别增大11%和13%，因此，推测应是墙体洞口和墙片底部损伤继续增大的结果。对于滑移墙片模型，其顶部在平面外开始晃动明显，平面内基本无相对运动。

(2) 7度罕遇地震阶段。在7度罕遇地震输入下，2个墙片模型振动明显，对于滑移墙片模型，其顶部在平面外开始晃动剧烈，平面内滑移层无肉眼可见的明显相对运动。固结墙片模型在洞口角部出现水平可见裂缝，破坏部位显著增加。

(3) 7.5度罕遇地震阶段。在7.5度罕遇地震输入下，为保证滑移墙片不在平面外发生整体倾覆，只对结构输入了Y向地震波。2个墙片模型Y方向振动明显，对于滑移墙片模型，滑移层无肉眼可见的明显相对运动，上部墙体基本无可见裂缝，说明其整体基本还处于弹性阶段。而对于固结墙片模型，在洞口底部水平裂缝继续发展并延伸，竖向裂缝延伸到墙体底部。

(4) 8度罕遇地震阶段。在8度罕遇地震输入下，2个墙片模型Y方向振动剧烈，对于滑移墙片模型，滑移层可见的明显相对运动，上部墙体基本无可见裂缝，说明其整体基本还处于弹性阶段。而对于固结墙片模型，在洞口底部水平裂缝继续发展并有较大程度的延伸，竖向裂缝延伸到墙体底部，破坏部位显著增加，并且在起吊模型时，滑移墙片模型整体性很好，而固结模型则在窗口上沿出现断裂。

4 试验结果与分析

4.1 模型的动力特性

动力特性是结构本身的固有特性，包括自振频率、振型、阻尼比等，与模型的刚度、质量分布、材料阻尼比等因素有关。通过本次滑移减震模型试验前后对模型输入白噪声激励，测得2片墙体模型自振频率的变化，可以一定程度上反映模型损伤破坏情况，从而验证沥青砂垫层摩擦滑移减震效果。

其中，自振频率利用功率谱分析方法得到，系统的激励与反应之间存在如下关系：

其中：Sy(ω)为结构反应的自功率谱；Sx(ω)为台面输入的自功率谱；H(jω)为传递函数。

表5所示为模型结构的自振频率与周期。从表5可以看出：从初始到7度中震后，随着加载工况的增加，2个模型的Y向自振频率，周期和刚度都保持不变，此时说明结构还处于弹性阶段；在7.5度中震后，2个模型的自振频率都开始减小，周期延长，刚度减小，说明此时2个模型开始进入塑性阶段或微塑性阶段，滑移结构的自振周期大于固结结构。这可能是由于底部滑移层开始松动，处于微滑状态，整体周期增加，刚度减小。在8度大震后，滑移模型较固结模型频率明显降低，说明滑移结构已经开始滑移，延长了结构的基本自振周期。

4.2 模型的加速度反应

4.2.1 加速度放大系数

在结构进行振动台试验时，输入台面的加速度实际值与设计值之间时存在一定差异的。为能更好地反映摩擦滑移减震技术对模型加速度反应的减小情况，采用动力放大系数衡量。不同地震波作用下模型顶部加速度放大系数变化曲线如图5所示。

由图5可以看出：在试验的初始阶段滑移模型和固结模型的加速度放大系数基本一致，且随着台面加速度峰值加大，都有增大的趋势。在设计加速度小于0.4g(8度大震)前，滑移墙片模型的加速度放大系数大于固结墙片是因为滑移层沥青砂侧向刚度的贡献使得滑移结构的上部顶层加速度较大，但和固结结构差别不是很明显。当设计加速度等于0.4g时，滑移墙片模型底部有较为明显地滑动，从而使得其顶层加速度放大系数比固结墙片模型要小，并且对于人工波输入时，滑移结构的减震效果更为明显。

表5 模型在Y向不同水准地震作用后的动力性能Table 5 Dynamic performance of models after different level seismic action Y

图5 不同地震波作用下模型顶部加速度放大系数变化曲线Fig.5 Acceleration amplification factor curves model roof under different earthquake action

4.2.2 模型加速度时程反应

图6和7所示为6度设防烈度和8度罕遇地震下滑移墙片模型和基础固结墙片模型顶部处加速度反应的时域上的减震效果。

由图6和7可以看出：在输入结构地震波峰值较小阶段，即设计加速度峰值为 0.22g(1g=9.8 m/s2) 之前，滑移墙片模型的顶层加速度反应比固结墙片模型的要大，这是因为由于滑移层所用材料的摩擦因数较大，地震力较小时，滑移墙片基本上是固结在地板上，反而由于沥青砂垫层的侧向较大刚度贡献，使得整个滑移墙片结构的整体刚度要大于传统固结墙片，故所测的顶层加速度反应较传统固结偏大。当输入结构的地震波峰值较大时，即设计加速度为0.22g之后，滑移墙片开始在滑移层上轻微滑动，这时沥青砂滑移结构较传统基础固结结构降低了模型加速度反应，其中，人工波H1作用下减震效果最明显。整体上看，滑移模型加速度反应时程曲线较基础固定模型的变化平缓，具有一定的减震效果。

4.3 模型的位移反应

图8所示为不同设计峰值加速度下砌体墙片滑移减震结构模型和基础固结模型的最大层间位移。

图6 6度设防烈度下模型顶部加速度时程图Fig.6 Acceleration time history curves of model roof under 6 degree design earthquake

图7 8度罕遇地震下模型顶部加速度时程图Fig.7 Acceleration time history curves of model roof under 8 degree seldom-occurred earthquake

图8 不同地震波作用下模型层间位移变化曲线Fig.8 Relative storey displacement curves of model under different earthquake action

由图8可以看出：试验初始阶段，台面加速度峰值较小，滑移墙片和固结墙片模型的层间位移基本相等，并随着输入台面加速度峰值的增大呈线性增大关系，此时说明2个墙片模型都还处于弹性阶段，并且滑移模型未能克服基底沥青砂层的摩擦力作用产生滑移。但随着输入台面加速度峰值继续增大，到设计峰值加速度为0.22g时，2个模型的层间位移不再以相应比例增大，反而对于 A-CVK-090波作用下，墙片的层间位移略有小范围减小。这可能是墙片在之前较小峰值加速度工况下，墙片内模型砖与砂浆之间挤压的更为紧密，相应墙片的刚度有所增加，从而导致相对层间位移略有减小。当输入台面的加速度继续增大，设计值大于0.22g后，对于固结墙片，其层间位移较之前各工况明显增大，对于滑移墙片模型层间位移略有增加，但较为平缓，其滑移层相对位移开始迅速增加。说明此时固结模型已经进出塑性阶段，整个墙片较之前刚度退化，而滑移墙片模型滑移层开始滑动，整个上部墙体还处于弹性阶段。

图9和10所示为滑移墙片和固结墙片模型上部在6度设防烈度和8度罕遇地震下层间位移时程图。

图9 6度设防烈度下模型层间位移时程图Fig.9 Relative storey displacement time history curves of model under 6 degree design earthquake

图10 8度罕遇地震下模型层间位移时程图Fig.10 Relative storey displacement time history curves of model roof under 8 degree seldom-occurred earthquake

由图9和10可以看出：在输入地震力较小工况阶段，滑移模型和固结模型的层间位移最大值基本一致，滑移的位移时程曲线变化较为平缓，且位移很小，此时，滑移模型与固结模型一样，上部墙片和底板基本固结在一起，且两者还都处于弹性阶段。随着输入台面的加速度逐级增加，滑移层所受的地震力开始增加，滑移墙片和固结墙片模型的层间位移都略有增加，但增加幅度不是很明显。当地震力继续增大时，设计地震加速度为0.22g时(7度罕遇地震)，滑移墙片的层间位移时程曲线开始比固结墙片的层间位移时程曲线要小。这时因为固结结构开始进入塑性阶段，层间位移变大；随着输入台面的地震加速度持续增大，当设计加速度为0.31g时，滑移墙片模型比基础固结模型在同一时刻的层间位移明显减小。从整个时程曲线上可以看出：在8度大震作用下，滑移模型的层间位移明显要比固结结构的要小，与传统基础固结结构相比，滑移减震技术效果明显。

5 结论

(1) 从概念上讲，该滑移减振技术合理可行。小震时，滑移结构未产生滑动，滑移模型和固结模型的顶层加速度和层间位移都较小，此时滑移模型和固结模型一样都基本固结于基础上，能保证结构的正常使用功能要求；大震时，滑移结构产生滑移，随着台面输入加速度峰值的增大，底部滑移层位移增大，滑移墙片模型上部墙体所受相对地震作用较小，上部结构在振动过程为整体水平滑动，减震效果明显，能防止结构倒塌。

(2) 在此次试验中，由于所用滑移材料的摩擦因数较大，滑移墙片的实际滑移值偏小，没有达到预先设计的滑移位移。

(3) 在后续研究工作中要进一步完善摩擦滑移层材料的配合比、摩擦因数、制备方法，进行相关的试验研究和仿真分析。

(4) 该滑移减震技术简单易行，施工方便，取材方便，价格低廉，使用该技术需要投入的成本低。当结构遭遇高于当时设防烈度水准的地震作用时，滑移层有较明显的滑动，减震效果明显，该技术可望在村镇低矮房屋中投入使用。

[1] 李英民, 刘立平. 汶川地震建筑震害与思考[M]. 重庆: 重庆大学出版社, 2008: 1−10.LI Ying-min, LIU li-ping. Earthquake disaster and thinking of buildings in Wenchuan earthquake[M]. Chongqing: Chongqing University Publishing House, 2008: 1−10.

[2] 尚守平, 周志锦. 一种钢筋−沥青复合隔震层的性能[J]. 铁道科学与工程学报, 2009, 6(6): 13−16.SHANG Shou-ping, ZHOU Zhi-jin. The research on the steel-asphalt isolation lay[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2009, 6(6): 13−16.

[3] 尚守平, 周福霖. 结构抗震设计[M]. 北京: 高等教育出版社,2003: 10−35.SHANG Shou-ping, ZHOU Fu-lin. Structural seismic design[M].Beijing: Advanced Teach Publishing House, 2003: 10−35.

[4] 李立. 建筑物的滑动隔震技术的研究与应用[M]. 北京: 地震出版社, 1991: 50−68.LI Li. Research and application of sliding isolation technology of building[M]. Beijing: Earthquake Publishing House, 1991:50−68.

[5] 朱伯龙. 结构抗震试验[M]. 北京: 地震出版社, 1989: 14−45.ZHU Bo-long. Structure seismic test[M]. Beijing: Earthquake Publishing House, 1989: 14−45.

[6] Phocas M C, Pamboris G. Multi-storey structures with compound seismic isolation[C]//7th International Conference on Earthquake Resistant Engineering Structures. Cyprus, 2009, 104: 207−216.

[7] ZHOU Fu-lin，TAN Ping，XIAN Qiao-ling, et al. Research and application of seismic isolation system for building structures[J].Journal of Architecture and Civil Engineering, 2006, 23(2): l−8.

[8] Ye K, Li L, Zhu H. A modified Kelvin impact model for pounding simulation of base-isolated building with adjacent structures[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2009, 8(3): 433−446.

[9] HWANG Jenn-shin, HSU Ting-yu. Experimental study of isolated building under triaxial ground excitations[J]. Journal of Structural Engineering, 2000, 126(9): 879−886.

[10] 吕西林. 组合基础隔震房屋模型振动台试验研究[J]. 土木工程学报, 2001, 34(2): 43−46.LÜ Xi-lin. Shaking table test on building models with combined isolation system[J]. China Civil Engineering Journal, 2001, 34(2):43−46.

[11] 熊仲明. 基础滑移隔震房屋的计算研究[J]. 土木工程学报,1995, 28(5): 21−30.XIONG Zhong-ming. The account research on basic sliding isolation houses[J]. China Civil Engineering Journal, 1995，28(5):21−30.

[12] GB 50011—2010, 建筑结构抗震设计规范[S].GB 50011—2010, Code for seismic design of buildings[S].

[13] 周福霖. 工程结构减震控制[M]. 北京: 地震出版社, 1997:79−115.ZHOU Fu-lin. Engineering structural seismic absorption control[M]. Beijing: Earthquake Publishing House, 1997:79−115.

[14] Nagarajaiah S, Narasimhan S, Johnson E. Structural control benchmark problem (Phase Ⅱ): Nonlinear smart base-isolated building subjected to near-fault earthquakes[J]. Structural Control and Health Monitoring, 2008，15(5): 653−656.

[15] Di S L, Chioccarelli E, Cosenza E. Seismic response analysis of an irregular base isolated building[J]. Bulletin of Earthquake Engineering, 2011, 1(1): 1−30.

[16] Karimi H R, Zapateiro M, Luo, N. An LMI approach to vibration control of base-isolated building structures with delayed measurements[J]. International Journal of Systems Science, 2010,41(12): 1511−1523.

[17] Lafontaine M, Moroni O, Sarrazin M, et al. Optimal control of accelerations in a base-isolated building using magnetorheological dampers and genetic algorithms[J]. Journal of Earthquake Engineering, 2009, 13(8): 1153−1171.

[18] Pozo F, Montserrat P M, Rodellar J, et al. Robust active control of hysteretic base-isolated structures: Application to the benchmark smart base-isolated building[J]. Structural Control and Health Monitoring, 2008, 15(5): 720−736.